多效蒸发器设计

设计书系别：班级：姓名：学号：指导教师：职称：III第一章前言蒸发是采用加热的方法，使含有不挥发性物质（如盐类）的溶液沸腾，除去其中被汽化部分，使溶液得以浓缩的单元操作过程。化工生产中蒸发主要用于以下几种目的：1、获得浓缩的溶液产品；2、将溶液蒸发增浓后，冷却结晶，用以获得固体产品，如烧碱、抗生素、糖等产品；3、脱除杂质，获得纯净的溶剂或半成品，如海水淡化。进行蒸发操作的设备叫做蒸发器。蒸发器内要有足够的加热面积，使溶液受热沸腾。溶液在蒸发器内因各处密度的差异而形成某种循环流动，被浓缩到规定浓度后排出蒸发器外。蒸发器内备有足够的分离空间，以除去汽化的蒸汽夹带的雾沫和液滴，或装有适当形式的除沫器以除去液沫，排出的蒸汽如不再利用，应将其在冷凝器中加以冷凝。蒸发过程中经常采用饱和蒸汽间壁加热的方法，通常把作热源用的蒸汽称做一次蒸汽，从溶液蒸发出来的蒸汽叫做二次蒸汽。为了使蒸发操作能够连续不断地顺利进行，要及时排除二次蒸汽。二次蒸汽的除去通常是用冷凝器冷凝的方法。因此，冷凝器是蒸发设备的重要组成部分。在多效蒸发中采用真空蒸发，真空蒸发必须配置抽真空的设备，目前常用的水喷射冷凝器可以起到冷凝和抽真空的双重作用。采用多效蒸发器，可以节省加热蒸汽，同时相应的设备也更多。在多效蒸发器中，有时从前几效的二次蒸汽中抽出一部分蒸汽用于其他的加热器，引出的蒸汽称为额外蒸汽。番茄汁厂的蒸发设备通常是引出额外蒸汽的。抽取额外蒸汽，有利于节省加热蒸汽，提高热能利用的经济性。在蒸发系统中，依据加料方法的不同，溶液的流程可以是并流、逆流或平流。番茄汁蒸发一般用并流流程。蒸发课程设计内容，包括工艺流程的选择、蒸发器的工艺计算、蒸发器的设计、水喷射冷凝器的设计、附属设备的选型、流程图和设备图的绘制、以及设计说明书的编写。

第二章符号说明F进料量，kg/hω0进料浓度，质量%ωi第i效的溶液浓度，质量%W总蒸发水量，kg/hEi第i效的额外蒸汽量，kg/hWi第i效的蒸发水量，kg/hDi第i效的加热蒸汽耗用量，kg/hPi第i效的二次蒸汽压强，kPaTi’第i效的二次蒸汽温度，℃ti第i效的溶液沸点，℃Ti第i效的加热蒸汽温度，℃Hi第i效的加热蒸汽焓值，kJ/kgHi’第i效的二次蒸汽焓值，kJ/kgri第i效的加热蒸汽潜热，kJ/kgi’第i效的二次蒸汽潜热，kJ/kgαi第i效的蒸发系数βi第i效的自蒸发系数Qi各效之间的传热量，kJ/hKi第i效的传热系数，W/m²·℃∆ti各效的有效温差，℃cp*冷凝水的比热，4.187kJ/kg·℃cp料液的比热，kJ/kg·℃ηi第i效的热能利用系数∆’由于蒸气压下降导致的温差损失，℃∆”由于静压强引起的温差损失，℃∆总温差损失，℃%相对误差ρ密度，kg/m³ν运动粘度，m²/sΣ总和L加热管的管长，md0加热管的外径，mmt0管间距，mmn效数n管数D1加热室直径，mD2中央循环管直径，mD3蒸发室直径，mH蒸发室高度，mu流速，m/sG冷却水用量，kg/ht1冷却水进口温度，℃t2冷却水出口温度，℃n喷嘴数f0喷嘴出口截面积，m²φ流量系数∆p水室与汽室的压差，Pak1喉部截面积与喷嘴出口总面积之比q喷嘴的水流量，m²/hD1喉部直径，mmD2排水管直径，mmk2排水管截面积与喉部截面积之比h2喉管长度，mmD5收缩口直径，mmh1收缩段长度，mmθ1收缩角度h3扩散段长度，mmθ2扩散段角度P汽室内绝压，kPaV排除空气量，m³K1排容系数v蒸汽比容，m³/kgH1水室压力，mH₂OH2泵至水室入口的总阻力损失，mH₂OH3泵吸入管路的损失，mH₂Oη泵效率N泵的耗用功率，KWNV单位排容量的耗用功率，KW/m³

第三章蒸发工艺计算3.1总蒸发水量清汁重量对原料比为110%，即1.1；完成浓度28%，即0.28。F=W=F3.2估算各效蒸发水量第1效抽用额外蒸汽E1=5231.944×6%=313.9166kg/h第2效抽用额外蒸汽E2=5231.944×7%=366.2361kg/h按D/W=1估算各效蒸发水量WW3.3估算各效溶液的浓度ωω3.4估算各效二次蒸汽的温度PP由[1]书P414“饱和水蒸气表(以压强为准)”查得各效相应的二次蒸汽温度为:T'T'3.5估算各效沸点①由于溶液蒸汽压下降而引起的温差损失∆'根据各效二次蒸汽温度和该效的完成液浓度，由[2]手册P48附录一“不同汁汽温度下的番茄汁沸点升高”查得∆'如下:T'T'故∑∆'=∆'1+∆'2=0.1+0.1=0.2°C②由于静压强而引起的温差损失∆''根据番茄汁的特性，取加热管长度为3m(2~3m)，则液面高度h=1/3=1m=100cm根据液面高度，各效二次蒸汽温度及该效的完成液浓度，由[2]手册P51附录二“静压效应的沸点升高∆''(°C)查得各效∆''如下:T'T'故∑∆''=∆''1+∆''2=0.9333+4.54225=5.47555°C蒸发系统总温差损失∑∆∑∆=∑∆'+∑∆''+∑∆'''=0.2+5.47555+1=6.67555°C④总有效温差∆t=T1-T'4其中，T1为其中，T1为首效加热蒸汽温度，由首效加热蒸汽压强其中，T1为首效加热蒸汽温度，由首效加热蒸汽压强为准”查得T1=133.3°C，故∆t=T1-T'4=133.3-60.1=73.2°C总有效温差为∑∆t=∆t-∑∆=73.2-6.67555=66.52445°C⑤各效溶液的沸点t1=T'1+∆'1+∆''1=113+0.1+0.9333=114.0333°Ct2=T'2+∆'2+∆''2=60.1+0.1+4.54225=64.74225°C3.6求各效蒸发水量及各效加热蒸汽耗用量②各效的蒸发系数αi加热蒸汽压强为300kPa(绝压)由[1]书P414“饱和水蒸气表(以压强为准)”查得第1效相应的加热蒸汽温度T1为:T1=133.3°Cr1=2168.2258kJ/kgT2=T'1-1=113-1=112°Cr2=2227.0683kJ/kg由[1]书P414“饱和水蒸气表(以压强为准)”查得各效相应二次蒸汽温度的焓H'i为:T'1=113°CH'1=2697.541kJ/kgT'2=60.1°CH'2=2606.37kJ/kgαα②各效的自蒸发系数βiββ③首效加热蒸汽耗用量D1取各效的热能利用系数η=0.97aa料液的比热容cbbA=a1+a2=0.9473+0.7951=1.7424B=b1+b2=0+138.8931=138.8931D④各效的蒸发水量及加热蒸汽耗用量WWD由Qi=Di×ri及选定的Ki，按有效温差分配原则计算∆tiQQ②确定传热系数Ki根据生产能力为37.67t/d由[2]手册P17表4-1“国内蒸发系统的K值(W/m²·°C)”查得K值如下:表3-1K值效数12生产能力9001800③有效温差的分配QQ∑∆∆以上为初算，将初算所得结果列表表3-2主要计算结果效数12浓度ω/%5.52426.9716压强P/MPa0.160.02二次蒸汽温度T'/°C11360.1加热蒸汽温度T/°C133.3112沸点升高∆'/°C0.10.1沸点升高∆''/°C0.93334.54225沸点t/°C114.033364.74225加热蒸汽潜热2168.22582227.0683二次蒸汽焓2697.5412606.37α0.976640.95366β00.02111a0.94730.7951b0138.8931加热蒸汽量D/(kg/h)2461.87672018.2192蒸发水量W/(kg/h)2332.13582096.3313∆ti/℃46.814619.7098与初算相对误差>1%

第四章第1次核算4.1重新计算各效溶液的浓度ωω4.2重新计算各效二次蒸汽的温度PP由[1]书P414“饱和水蒸气表(以压强为准)”查得各效相应的二次蒸汽温度为:T'T'4.3重新计算各效沸点①由于溶液蒸汽压下降而引起的温差损失∆'根据各效二次蒸汽温度和该效的完成液浓度，由[2]手册P48附录一“不同汁汽温度下的番茄汁沸点升高”查得∆'如下:T'T'故∑∆'=∆'1+∆'2=0.1+0.4612=0.5612°C②由于静压强而引起的温差损失∆''根据番茄汁的特性，取加热管长度为3m(2~3m)，则液面高度h=1/3=1m=100cm根据液面高度，各效二次蒸汽温度及该效的完成液浓度，由[2]手册P51附录二“静压效应的沸点升高∆''(°C)查得各效∆''如下:T'T'故∑∆''=∆''1+∆''2=0.93665+4.8966=5.83325°C蒸发系统总温差损失∑∆∑∆=∑∆'+∑∆''+∑∆'''=0.5612+5.83325+1=7.39445°C④总有效温差∆t=T1-T'4其中，T1为其中，T1为首效加热蒸汽温度，由首效加热蒸汽压强其中，T1为首效加热蒸汽温度，由首效加热蒸汽压强为准”查得T1=133.3°C，故∆t=T1-T'4=133.3-60.1=73.2°C总有效温差为∑∆t=∆t-∑∆=73.2-7.39445=65.80555°C⑤各效溶液的沸点t1=T'1+∆'1+∆''1=113+0.1+0.93665=114.03665°Ct2=T'2+∆'2+∆''2=60.1+0.4612+4.8966=65.4578°C4.4求各效蒸发水量及各效加热蒸汽耗用量②各效的蒸发系数αi加热蒸汽压强为300kPa(绝压)由[1]书P414“饱和水蒸气表(以压强为准)”查得第1效相应的加热蒸汽温度T1为:T1=133.3°Cr1=2168.2258kJ/kgT2=T'1-1=113-1=112°Cr2=2227.0683kJ/kg由[1]书P414“饱和水蒸气表(以压强为准)”查得各效相应二次蒸汽温度的焓H'i为:T'1=113°CH'1=2697.541kJ/kgT'2=60.1°CH'2=2606.37kJ/kgαα②各效的自蒸发系数βiββ③首效加热蒸汽耗用量D1取各效的热能利用系数η=0.97aa料液的比热容cbbA=a1+a2=0.9474+0.7974=1.7448B=b1+b2=0+132.8277=132.8277D④各效的蒸发水量及加热蒸汽耗用量WWD由Qi=Di×ri及选定的Ki，按有效温差分配原则计算∆tiQQ②确定传热系数Ki根据生产能力为37.67t/d由[2]手册P17表4-1“国内蒸发系统的K值(W/m²·°C)”查得K值如下:表4-1K值效数12生产能力9001800③有效温差的分配QQ∑∆∆以上为初算，将初算所得结果列表表4-2主要计算结果效数12浓度ω/%7.758228压强P/MPa0.160.02二次蒸汽温度T'/°C11360.1加热蒸汽温度T/°C133.3112沸点升高∆'/°C0.10.4612沸点升高∆''/°C0.936654.8966沸点t/°C114.0366565.4578加热蒸汽潜热2168.22582227.0683二次蒸汽焓2697.5412606.37α0.976650.95488β00.02083a0.94740.7974b0132.8277加热蒸汽量D/(kg/h)2461.96662018.5506蒸发水量W/(kg/h)2332.46722095.9999∆ti/℃46.30719.4986

第五章第2次核算5.1重新计算各效溶液的浓度ωω5.2重新计算各效二次蒸汽的温度PP由[1]书P414“饱和水蒸气表(以压强为准)”查得各效相应的二次蒸汽温度为:T'T'5.3重新计算各效沸点①由于溶液蒸汽压下降而引起的温差损失∆'根据各效二次蒸汽温度和该效的完成液浓度，由[2]手册P48附录一“不同汁汽温度下的番茄汁沸点升高”查得∆'如下:T'T'故∑∆'=∆'1+∆'2=0.1+0.4612=0.5612°C②由于静压强而引起的温差损失∆''根据番茄汁的特性，取加热管长度为3m(2~3m)，则液面高度h=1/3=1m=100cm根据液面高度，各效二次蒸汽温度及该效的完成液浓度，由[2]手册P51附录二“静压效应的沸点升高∆''(°C)查得各效∆''如下:T'T'故∑∆''=∆''1+∆''2=0.93665+4.8966=5.83325°C蒸发系统总温差损失∑∆∑∆=∑∆'+∑∆''+∑∆'''=0.5612+5.83325+1=7.39445°C④总有效温差∆t=T1-T'4其中，T1为其中，T1为首效加热蒸汽温度，由首效加热蒸汽压强其中，T1为首效加热蒸汽温度，由首效加热蒸汽压强为准”查得T1=133.3°C，故∆t=T1-T'4=133.3-60.1=73.2°C总有效温差为∑∆t=∆t-∑∆=73.2-7.39445=65.80555°C⑤各效溶液的沸点t1=T'1+∆'1+∆''1=113+0.1+0.93665=114.03665°Ct2=T'2+∆'2+∆''2=60.1+0.4612+4.8966=65.4578°C5.4求各效蒸发水量及各效加热蒸汽耗用量②各效的蒸发系数αi加热蒸汽压强为300kPa(绝压)由[1]书P414“饱和水蒸气表(以压强为准)”查得第1效相应的加热蒸汽温度T1为:T1=133.3°Cr1=2168.2258kJ/kgT2=T'1-1=113-1=112°Cr2=2227.0683kJ/kg由[1]书P414“饱和水蒸气表(以压强为准)”查得各效相应二次蒸汽温度的焓H'i为:T'1=113°CH'1=2697.541kJ/kgT'2=60.1°CH'2=2606.37kJ/kgαα②各效的自蒸发系数βiββ③首效加热蒸汽耗用量D1取各效的热能利用系数η=0.97aa料液的比热容cbbA=a1+a2=0.9474+0.7974=1.7448B=b1+b2=0+132.8277=132.8277D④各效的蒸发水量及加热蒸汽耗用量WWD由Qi=Di×ri及选定的Ki，按有效温差分配原则计算∆tiQQ②确定传热系数Ki根据生产能力为37.67t/d由[2]手册P17表4-1“国内蒸发系统的K值(W/m²·°C)”查得K值如下:表5-1K值效数12生产能力9001800③有效温差的分配QQ∑∆∆以上为初算，将初算所得结果列表表5-2主要计算结果效数12浓度ω/%7.759128压强P/MPa0.160.02二次蒸汽温度T'/°C11360.1加热蒸汽温度T/°C133.3112沸点升高∆'/°C0.10.4612沸点升高∆''/°C0.936654.8966沸点t/°C114.0366565.4578加热蒸汽潜热2168.22582227.0683二次蒸汽焓2697.5412606.37α0.976650.95488β00.02083a0.94740.7974b0132.8277加热蒸汽量D/(kg/h)2461.96662018.5506蒸发水量W/(kg/h)2332.46722095.9999∆ti/℃46.30719.4986

第六章主题设备计算和说明蒸发器的换热面积AA系列化后中央循环管式蒸发器的规格有十二种，按传热面积（m²）计共12种：50，75，100，150，200，250，350，450，550，750，850，1000。将传热面积取整后四个面积均为50m²6.1中央循环管式蒸发器的主要结构计算6.1.1加热室管子数和管子排列此处选取∅42×3，长度为3m的管子，中心距t0=54mm，则管子数量n=取管子数n=126加热室直径D1D由[2]附录十一查得D1取700mm中央循环管直径D2D在此D2取250mm6.1.2蒸发室1)蒸发室内二次蒸发流速按下式计算UD利用上述公式计算结果汇总于下表：表6-1计算结果汇总表效数12二次蒸汽温度11360.1二次蒸汽密度Kg/m³0.940.13二次蒸汽流量Wi/kg/h2332.46722095.9999U3/m/s1.65493.2D3/m0.80941.2124D3取值/mm80012002)蒸发室高度蒸发室的高度一般取加热室高度的1.5到2倍,故取5m3)接管尺寸①溶液进出管道尺寸:根据2效蒸发系统，溶液流速<1.2m/s,取各效数值如下，求得管径且圆整：dd表6-2计算结果汇总表效数12原料液速度U(m/s)1.151.1浓度7.759128比重d1.51.12直径d(m)0.08410.0613取Dg3=100mm②加热蒸汽管道尺寸:dd表6-3计算结果汇总表效数12加热蒸汽温度11360.1加热蒸汽密度ρKg/m³0.940.13加热蒸汽流量Wi/kg/h2461.96662018.5506Uim/s2525dm0.33340.6034取Dg2=700mm③二次蒸汽管道尺寸:dd表6-4计算结果汇总表效数12二次蒸汽温度11360.1二次蒸汽密度ρKg/m30.940.13二次蒸汽流量Wi/kg/h2332.46722095.9999Uim/s3236dm0.30160.5411取Dg2=550mm④冷凝水管道尺寸:dd表6-5计算结果汇总表效数12温度133.3112密度ρKg/m³931.9950.23流量Wi/kg/h2461.96662018.5506Uim/s0.40.4dm0.13270.1234取Dg4=150mm⑤抽额外蒸汽管道尺寸:dd表6-6计算结果汇总表效数12密度ρKg/m³0.940.13额外蒸汽流量Wi/kg/h313.9166366.2361Uim/s2020dm0.18080.368取Dg5=450mm⑥管道尺寸:根据经验选取直径，对生产能力为37.67,采用2效蒸发系统，取直径如下：表6-7管道管道尺寸效数12直径1522表6-8蒸发器主要结构尺寸的确定加热管主要结构设计尺寸加热管（无缝钢管）管径规格Φ42×3.5mm加热管（无缝钢管）长度3m加热管（无缝钢管）管数126循环管规格Φ700×8mm加热室内径700mm溶液进出口管径Φ100×3mm加热蒸汽进出口与二次蒸汽出口管径Φ550×5mm冷凝水出口管径Φ150×3mm

第七章水喷射冷凝器设计冷却水用量G，由热量衡算得：G=W一般t2的温度范围为40℃~45℃,选取t2=40℃,而进出口温差范围在15℃~20℃，故取t1=25℃G=2095.9999×7.1喷嘴数n通过一个喷嘴的水流量为：q=根据[2]表7-1“流量系数”选取喷嘴直径d0=16mm流量系数φ=0.94则f0=π/4×d20.00020106m²选取安装于高位的水喷射冷凝器，水室压力取1.5bar表压，则水室与汽室的压差∆p=2.5−0.2=2.3bar=230kpat2=40℃,由[1]附录得ρ=992.2kg╱m³故q=0.00020106×0.94喷嘴个数n=G/ρq=81393.41/(992.2×14.65)=5.6，取n=5.67.2喉部直径DK1=3.5~4，故D圆整，取D1=74mm7.3排水管直径D2DK2=1.3~1.6，故D圆整后，D2=90mm7.4其它部分尺寸①喉管长度h2=(0.25~0.5)×D1h2=(0.25~0.5)×74=18.5~37mm取h2=30mm②收缩口直径D5=(1.58~1.78)×D1=(1.58~1.78)×74=116.92~131.72mm取D5=130mm③收缩口长度h1=(1.7~5.15)×(D5-D1)=(1.7~5.15)×(130-74)=95.2~288.4mm⑤扩散段长度h3=(4~15)×(D2-D1)=(4~15)×(90-74)=64~240mm取h3=150mm7.5排除空气量进入冷凝器的蒸汽量为W=2095.9999kg/h汽室内的绝对压力为=760×20/100=152mmHgV=0.0688W(273+25)/px=0.0688×2095.9999×(273+25)/152=282.72m³7.6排容系数K1=V/G=V/G=282.72×996.95/81393.41=3.4637.7进水管直径与进汽管直径进水流速一般取1~2m/s，取1.5m/s进水管直径DD=取直径D=140mm真空度为760-152=608mmHg，根据[2]表7-3“真空下蒸汽容许的最大流速”，选取真空下容许的最大流速为82m/sD其中v=1/ρ=1/0.131=7.634D取D4=2807.8单位排容量的耗用功率总扬程H=H1+H2+H3水室压力H1=2.5×10³×10.33÷101330=25.49mH2O泵至水室入口的总阻力损失H2=3mH2OH=25.49+3+10=38.49mH2O泵效率ƞ=0.81泵的耗用功率：N=单位排容量的耗用功率N

第八章附属设备的选型和计算8.1分离器的选型惯性式除沫器是利用带有液滴的二次蒸汽在突然改变方向使，液滴因惯性作用而使蒸汽分离，结构比较简单，采用惯性式除沫器，主要作用是为了防止污染冷凝液体或防止损失有用产品，其性能参数如下捕捉雾滴直径压力降分离效率气速范围>50µm196-588kPa85-90%常压12-25m/s减压>25m/s尺寸按以下比例确定D0≈D1，D1:D2:D3=1:1.5:2.0，H=D3，h=(0.4-0.5)×D1D0——二次蒸汽的管径，mD1——除沫器内管的直径，mD2——除沫器外罩管的直径，mD3——除沫器外壳的直径,mH——除沫器的总高度,mh——除沫器的内管顶部与器顶的距离，mD0=D1=0.55m，D2=0.825m，D3=1.1m=H，h=0.4×D1=0.22m表8-2气液分离器结构尺寸的确定气液分离器主要结构设计尺寸除沫器内管的直径550mm除沫器外罩管的直径825mm除沫器外壳的直径1100mm除沫器内管顶部与器顶的距离220mm8.2冷却水输送泵的选取水的流量Q扬程He=H=38.49m根据Qe、He在[1]P426中选取IS200-150-400型离心泵，其性能参数如下表：表8-3性能参数型号转速/(r/min)流量/(m³/h)扬程/mIS200-150-400145040050泵效率轴功率/kw电机功率/kw需汽浊